， ，

(1.中國(guó)船舶科學(xué)研究中心 船舶結(jié)構(gòu)研究室，江蘇 無(wú)錫 214082;2.大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院，遼寧 大連 116024)

在船舶與海洋工程實(shí)際中，多數(shù)的焊接結(jié)構(gòu)受到復(fù)雜載荷作用而處于多軸疲勞損傷狀態(tài)。對(duì)于分析焊接部位復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，熱點(diǎn)應(yīng)力法是目前綜合考慮評(píng)估精度和工程應(yīng)用兩個(gè)關(guān)鍵因素的最佳選擇。工程上一般采用有限元法計(jì)算焊接部位的應(yīng)力分布，并利用線性外插法來(lái)獲得熱點(diǎn)應(yīng)力的大小[1-2]。然而，現(xiàn)有的方法在應(yīng)用于復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估時(shí)，存在以下不足：①線性外插法難以用于復(fù)雜焊接接頭的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算。對(duì)于多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估，需要分析焊趾附近復(fù)雜應(yīng)力場(chǎng)的最大剪應(yīng)力、正應(yīng)力等多個(gè)應(yīng)力分量的大小和方向，而這些應(yīng)力分量的大小和方向取決于焊接部位的幾何外形和不同類型載荷的聯(lián)合作用，很難通過(guò)外插法獲得。②目前的熱點(diǎn)應(yīng)力法只考慮焊趾處的結(jié)構(gòu)表面應(yīng)力而忽略板厚方向應(yīng)力梯度對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響，對(duì)于復(fù)雜應(yīng)力場(chǎng)的多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估，這種缺陷導(dǎo)致的誤差可能會(huì)更加明顯。

多軸疲勞損傷狀態(tài)下疲勞評(píng)估參考應(yīng)力第一主應(yīng)力的方向總是不斷變化，使得采用一個(gè)疲勞參量控制的疲勞理論不再適用于焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞壽命預(yù)測(cè)。臨界面法認(rèn)為疲勞裂紋擴(kuò)展主要由臨界面上最大剪應(yīng)變和與其對(duì)應(yīng)的法向正應(yīng)變兩個(gè)疲勞參量控制[3]?；谂R界面法的Modified W?hler Curve Method(MWCM)方法通過(guò)對(duì)有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行簡(jiǎn)單的后處理，便可對(duì)復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)[4-5]。

文中提出一種新的可以應(yīng)用于復(fù)雜焊接接頭多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估的熱點(diǎn)應(yīng)力法，在焊趾處沿著板厚方向選取一點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力作為疲勞強(qiáng)度評(píng)估的參考應(yīng)力。將該方法與基于雙參數(shù)臨界面法的MWCM法相結(jié)合，能夠有效評(píng)估復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞壽命。

1 等效熱點(diǎn)應(yīng)力的定義

熱點(diǎn)應(yīng)力是指最大結(jié)構(gòu)應(yīng)力或幾何應(yīng)力，作為一種參考應(yīng)力，熱點(diǎn)應(yīng)力只考慮結(jié)構(gòu)宏觀幾何形狀引起的應(yīng)力集中，而不考慮焊縫形狀本身所引起的局部非線性應(yīng)力的影響。

本文提出的等效熱點(diǎn)應(yīng)力是基于非線性應(yīng)力在板厚方向的分布處于自平衡狀態(tài)的特點(diǎn)。如圖1所示，處于自平衡狀態(tài)的非線性應(yīng)力必然會(huì)在靠近板材表面下的一點(diǎn)處應(yīng)力值變?yōu)榱悖虼嗽谠擖c(diǎn)處的總體應(yīng)力不包含非線性應(yīng)力，本文將這一點(diǎn)稱為“零點(diǎn)位置”。零點(diǎn)位置處的應(yīng)力狀態(tài)和熱點(diǎn)應(yīng)力的定義在本質(zhì)上是相同的，即只包含了由焊接結(jié)構(gòu)宏觀幾何尺寸引起的應(yīng)力集中，并將零點(diǎn)位置處的應(yīng)力稱為等效熱點(diǎn)應(yīng)力，作為焊接接頭疲勞強(qiáng)度評(píng)估的參考應(yīng)力。

圖1 熱點(diǎn)處板厚方向典型的非線性應(yīng)力分布

2 零點(diǎn)位置分布規(guī)律

要計(jì)算一個(gè)焊接接頭的等效熱點(diǎn)應(yīng)力，首先要確定等效熱點(diǎn)應(yīng)力所在的零點(diǎn)位置。既然非線性應(yīng)力分布項(xiàng)是由焊趾本身引起的，那么零點(diǎn)位置必然會(huì)受到焊趾幾何外形及尺寸的影響。本文將闡明針對(duì)不同的焊趾幾何尺寸以及在不同的載荷工況下零點(diǎn)位置在板厚方向的分布規(guī)律。

2.1 零點(diǎn)位置計(jì)算

文中將對(duì)接焊縫作為研究對(duì)象，材料為普通鋼，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。幾何形式見(jiàn)圖2，參數(shù)的選取見(jiàn)表1。為了便于分析，文中將零點(diǎn)位置全部歸一化表示為d/t。

t-板厚;h-焊腿高度(間隔1 cm);d-零點(diǎn)位置距離平板表面深度;θ-焊趾角度(間隔5°)；r-焊趾端部圓弧半徑(間隔0.5 mm)圖2 對(duì)接焊縫幾何形式

板厚t/mm焊腿高度h/mm焊趾角度θ/(°)趾端半徑r/mm209～1210～600～2

為了研究不同載荷形式對(duì)零點(diǎn)位置的影響，在板端施加拉伸、彎曲以及拉彎組合載荷，在平板表面處的名義應(yīng)力分別表示為σT、σB和σT+σB。定義R=σT/(σT+σB)為拉伸應(yīng)力比，表示不同的拉彎組合工況。

圖3為采用平面應(yīng)變單元建立的有限元模型，在焊趾附近網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.01t以保證應(yīng)力計(jì)算具有足夠的精度。

圖3 對(duì)接焊縫有限元模型

對(duì)接焊縫處的應(yīng)力集中完全是由焊趾本身引起的[6]，熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)為1.0，在非線性分布應(yīng)力零點(diǎn)位置，切口應(yīng)力將等于同樣深度的名義應(yīng)力。

圖4為某一工況下焊趾處沿板厚方向的應(yīng)力分布計(jì)算結(jié)果，其中細(xì)實(shí)線為提取每個(gè)節(jié)點(diǎn)第一主應(yīng)力得到的切口應(yīng)力分布曲線，細(xì)虛線為根據(jù)已知載荷工況確定的名義應(yīng)力分布曲線，兩條線的交點(diǎn)位置即為文中定義的零點(diǎn)位置。

圖4 零點(diǎn)位置確定方法

2.2 零點(diǎn)位置變化趨勢(shì)

通過(guò)一系列有限元應(yīng)力計(jì)算，分別研究了在不同的載荷工況下焊縫焊腿高度(取相對(duì)高度h/t)、焊趾角度θ以及趾端半徑r的變化對(duì)零點(diǎn)位置的影響。圖5為固定θ=45°，r=1 mm，焊趾高度h/t從0.3增加到0.6時(shí)零點(diǎn)位置的變化趨勢(shì)。零點(diǎn)位置的所有計(jì)算結(jié)果及離散程度見(jiàn)圖6。

圖5 零點(diǎn)位置變化趨勢(shì) (θ=45°，r=1 mm)

圖6 零點(diǎn)位置數(shù)值計(jì)算結(jié)果及線性擬合方程

由圖5可見(jiàn)：①不同的載荷工況對(duì)零點(diǎn)位置有顯著的影響，當(dāng)載荷為純彎曲時(shí)，零點(diǎn)位置到平板表面的距離最小。其主要原因是在純彎曲工況下焊趾處沿厚度方向的應(yīng)力梯度最大，導(dǎo)致非線性應(yīng)力峰值在很小的范圍內(nèi)下降到名義應(yīng)力的水平;而當(dāng)載荷為單向拉伸時(shí)，情況則正好相反。②在焊縫幾何尺寸完全相同的情況下，零點(diǎn)位置d/t與拉伸應(yīng)力比R之間存在近似的線性關(guān)系，可以用線性方程來(lái)擬合。③在同一載荷工況下，焊腿高度的增加會(huì)導(dǎo)致零點(diǎn)位置在一定范圍內(nèi)加深，但變化幅度不大。焊趾角度θ以及趾端半徑r的變化對(duì)零點(diǎn)位置的影響與焊腿高度相似。

2.3 零點(diǎn)位置擬合方程

有限元計(jì)算結(jié)果表明要準(zhǔn)確確定零點(diǎn)位置，需要建立零點(diǎn)位置與焊接接頭幾何尺寸以及載荷類型之間的數(shù)學(xué)關(guān)系。但是本文從工程應(yīng)用出發(fā)，忽略焊接接頭幾何尺寸對(duì)零點(diǎn)位置的影響，只建立零點(diǎn)位置d/t與拉伸應(yīng)力比R之間的擬合方程。原因主要有以下兩點(diǎn)：

1)熱點(diǎn)應(yīng)力法能夠廣泛應(yīng)用于工程實(shí)際的優(yōu)點(diǎn)之一就是不需要考慮焊趾部位的幾何尺寸，如果本文的方法需要焊趾尺寸作為已知條件，則失去了熱點(diǎn)應(yīng)力法的意義。

2)計(jì)算結(jié)果表明載荷形式對(duì)零點(diǎn)位置的影響非常明顯，而焊趾尺寸引起的零點(diǎn)位置的離散程度則相對(duì)較小，而且在零點(diǎn)位置附近(見(jiàn)圖4)，應(yīng)力梯度已經(jīng)變得非常平緩，即使確定的零點(diǎn)位置有一定的誤差，但導(dǎo)致的應(yīng)力誤差卻會(huì)相對(duì)小很多。因此，作者認(rèn)為即使完全不考慮焊趾尺寸的影響，最終的等效熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果也會(huì)有較高的精度。

取每種載荷工況下零點(diǎn)位置最大值與最小值之間的中點(diǎn)進(jìn)行線性擬合，得到方程

d/t=0.062R+0.066

(1)

式(1)表示在同一載荷工況下，任何幾何尺寸的焊接接頭將采用同一個(gè)零點(diǎn)位置d/t。利用擬合的零點(diǎn)位置獲得的等效熱點(diǎn)應(yīng)力記為σfitting，在真實(shí)的零點(diǎn)位置獲得的等效熱點(diǎn)應(yīng)力記為σreal，兩者之間的誤差表示為

(2)

與圖6中的算例對(duì)應(yīng)，利用擬合方程獲得的等效熱點(diǎn)應(yīng)力的計(jì)算誤差見(jiàn)圖7。

圖7 等效熱點(diǎn)應(yīng)力的計(jì)算誤差

在以彎曲為主的載荷工況下，由于板厚方向的應(yīng)力梯度較大，導(dǎo)致等效熱點(diǎn)應(yīng)力的計(jì)算誤差也較大，但最大誤差不超過(guò)10%；在以拉伸為主的載荷工況下，最大誤差則可降到5%左右。

3 等效熱點(diǎn)應(yīng)力法的精度驗(yàn)證

為了驗(yàn)證等效熱點(diǎn)應(yīng)力法的精度，選擇一組DNV船級(jí)社采用的焊接試件進(jìn)行分析[7]，試件的具體幾何尺寸見(jiàn)DNV規(guī)范[8]。選擇試件1和4分別代表以拉伸和彎曲為主的載荷工況進(jìn)行有限元分析。①根據(jù)現(xiàn)有的熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算方法，采用20節(jié)點(diǎn)塊體單元，設(shè)置網(wǎng)格大小為t×t，分別在距離焊趾0.5 t和1.5 t處讀取單元應(yīng)力，利用線性外插法計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力；②采用文中的方法計(jì)算等效熱點(diǎn)應(yīng)力，選擇8節(jié)點(diǎn)塊體單元，設(shè)置零點(diǎn)位置附近的網(wǎng)格大小為0.05 t×0.05 t，兩個(gè)試件的有限元模型見(jiàn)圖8～9。

圖8 焊接試件1有限元模型

圖9 焊接試件4有限元模型

兩種方法熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算結(jié)果

試件1主要承受拉伸應(yīng)力，兩種方法的計(jì)算結(jié)果非常接近，說(shuō)明等效熱點(diǎn)應(yīng)力和線性插值法計(jì)算的熱點(diǎn)應(yīng)力在厚度效應(yīng)不明顯的情況下具有很好的一致性。試件4主要承受彎曲應(yīng)力，等效熱點(diǎn)應(yīng)力要明顯小于線性插值法計(jì)算的熱點(diǎn)應(yīng)力，和試驗(yàn)結(jié)果更加接近。

圖10為該組焊接試件疲勞試驗(yàn)的結(jié)果，其中縱坐標(biāo)為采用線性外插法獲得的熱點(diǎn)應(yīng)力。根據(jù)等效熱點(diǎn)應(yīng)力法和現(xiàn)有熱點(diǎn)應(yīng)力法計(jì)算結(jié)果的比例關(guān)系，對(duì)原有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行修正。如圖11所示，修正后的試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散程度明顯降低，說(shuō)明文中提出的等效熱點(diǎn)應(yīng)力能夠在一定程度上考慮厚度效應(yīng)的影響，具有更高的計(jì)算精度。

圖10 DNV焊接試件疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖11 修正為等效熱點(diǎn)應(yīng)力表示的疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)

4 多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估

4.1 基于臨界面法的MWCM法

MWCM法認(rèn)為結(jié)構(gòu)的最大剪應(yīng)力幅值面為疲勞臨界面，為疲勞裂紋萌生概率最大的平面。疲勞裂紋在最大剪應(yīng)力面處萌生，而最大剪應(yīng)力面上的法向正應(yīng)力有助于疲勞裂紋的擴(kuò)展。因此，MWCM法采用最大剪應(yīng)力幅值Δτ和法向正應(yīng)力幅值Δσn作為評(píng)估焊接結(jié)構(gòu)多軸疲勞壽命的疲勞損傷參量，可用它們的比值ρw=Δτ/Δσn表示焊接結(jié)構(gòu)所受的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)。見(jiàn)圖12。

圖12 Modified W?hler曲線

由圖12可見(jiàn)，任何一條Modified W?hler曲線均可以通過(guò)反向斜率和參考失效次數(shù)下的參考剪應(yīng)力范圍惟一確定。L.Susmel等人定義控制方程如下。

kτ(ρw)=-2ρw+5 (0≤ρw≤1)

kτ(ρw)=3 (ρw≥1)

(3)

Δτref(ρw)=-32ρw+96 (0≤ρw≤2)

Δτref(ρw)=32 (ρw≥2)

(4)

MWCM法不依賴于焊接結(jié)構(gòu)所承受外界載荷的復(fù)雜性，其評(píng)估的多軸疲勞損傷僅與疲勞臨界點(diǎn)處比值ρw有關(guān)，給定應(yīng)力水平下焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞循環(huán)次數(shù)見(jiàn)式(5)，一般取NA=5×106次。

(5)

4.2 等效熱點(diǎn)應(yīng)力法結(jié)合MWCM法預(yù)測(cè)多軸疲勞強(qiáng)度

對(duì)于Model4焊接試件，采用solid45單元，有限元模型見(jiàn)圖9，焊趾端部沿x方向和沿厚度方向網(wǎng)格大小為0.05t，其他區(qū)域網(wǎng)格最大為t×t，邊界條件為端面固定約束。

在水平桁材加強(qiáng)筋處施加垂直向下的集中載荷為

fz=128sinθ

(6)

在最右端施加水平向右的集中載荷為

(7)

結(jié)構(gòu)疲勞臨界面由于結(jié)構(gòu)承受多軸非比例載荷的作用而不斷發(fā)生變化，使得疲勞控制參量的大小和方向也是不斷變化的，為了更準(zhǔn)確地反映非比例載荷作用下的應(yīng)力狀態(tài)，將非比例載荷離散為36個(gè)載荷離散點(diǎn)，計(jì)算每一個(gè)載荷離散點(diǎn)的最大剪應(yīng)力和對(duì)應(yīng)的法向正應(yīng)力。

對(duì)于每一個(gè)載荷點(diǎn)，可以計(jì)算得到該工況下的拉伸應(yīng)力比、零點(diǎn)位置、零點(diǎn)位置處最大剪應(yīng)力以及其對(duì)應(yīng)的法向正應(yīng)力，見(jiàn)圖13～16。

圖13 拉伸應(yīng)力比R匯總

圖14 零點(diǎn)位置匯總

圖15 最大剪應(yīng)力匯總

圖16 法向正應(yīng)力匯總

由圖15和圖16可以計(jì)算得到最大剪應(yīng)力幅值Δτ、法向正應(yīng)力幅值Δσn以及它們的比值ρw，通過(guò)控制方程計(jì)算反向斜率和參考剪應(yīng)力范圍，繪制Modified W?hler曲線如圖17，根據(jù)式(5)便可計(jì)算得到焊接結(jié)構(gòu)在一定載荷路徑給定應(yīng)力水平下的多軸疲勞壽命。

圖17 Modified W?hler曲線

5 結(jié)論

1)焊接接頭零點(diǎn)位置受到焊趾本身幾何尺寸以及載荷形式的影響，但是從工程應(yīng)用出發(fā)，可以完全忽略焊趾尺寸的影響，引起的等效熱點(diǎn)應(yīng)力計(jì)算誤差不超過(guò)10%，建立的零點(diǎn)位置擬合方程只和載荷形式相關(guān)。

2)在以拉伸為主的載荷工況下，等效熱點(diǎn)應(yīng)力和線性外插法計(jì)算的熱點(diǎn)應(yīng)力非常接近，說(shuō)明兩種方法具有很好的一致性；在以彎曲為主的載荷工況下，等效熱點(diǎn)應(yīng)力法能夠在一定程度上考慮厚度效應(yīng)對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響，比原有的熱點(diǎn)應(yīng)力法具有更高的精度。

3)等效熱點(diǎn)應(yīng)力法能夠直接分析某一點(diǎn)的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，和基于臨界面法的MWCM法相結(jié)合，建立了一種更加精確的復(fù)雜焊接接頭多軸疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法。

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